李玉峰，張 宏，霍 巖

(1．中國船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所，河南鄭州450015;2．哈爾濱工程大學(xué)航天與建筑工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

0 引言

彈藥艙是艦船的重要艙室，屬于高危險性和易爆炸區(qū)域，其安全關(guān)乎艦船的戰(zhàn)斗力和生命力［1］。彈藥艙內(nèi)即使再小的火情也可能引發(fā)災(zāi)難性后果，因此需要火災(zāi)探測設(shè)備能在火災(zāi)發(fā)生初期盡早探測報警，以便在事態(tài)嚴(yán)重之前采取有效應(yīng)對措施?？紤]到艦船火災(zāi)風(fēng)險評估中最不利場景原則［2］，而慢速火災(zāi)發(fā)展的速度相對較慢，因此屬于火災(zāi)早期探測的典型不利場景，而且彈藥艙室內(nèi)為了保持恒定的溫濕度，通常都配備有通風(fēng)系統(tǒng)，在通風(fēng)的影響下，火災(zāi)熱流場也會受到影響，從而呈現(xiàn)特殊的規(guī)律特性。目前對此類流場特性還缺乏深入的認(rèn)識。隨著CFD場模擬技術(shù)和計算機(jī)硬件條件的不斷發(fā)展，數(shù)值模擬技術(shù)已經(jīng)被很多學(xué)者應(yīng)用于艦船艙室火災(zāi)特性研究中［3－5］，有結(jié)果證明數(shù)值模擬可以在降低實驗成本的同時簡便快捷地得到艦船艙室火災(zāi)相關(guān)數(shù)據(jù)［6］。本文利用數(shù)值方法對有通風(fēng)的彈藥艙室內(nèi)慢速火災(zāi)熱流場進(jìn)行模擬，得到艙室內(nèi)各火災(zāi)探測器處的相關(guān)參數(shù)變化規(guī)律，所得結(jié)論對于有通風(fēng)艙室慢速火災(zāi)早期探測有一定的指導(dǎo)意義。

1 艙室模型與計算方法

彈藥艙室為長方體結(jié)構(gòu)，艙室內(nèi)部空間尺寸為:長12 m，寬8 m，高3.5 m。艙室兩側(cè)上部各有6個對稱分布的風(fēng)口，各風(fēng)口尺寸為0.3 m×0.25 m，風(fēng)口中心距艙室上壁面0.2 m，艙室門所在的一側(cè)6個風(fēng)口為進(jìn)風(fēng)口，對面為回風(fēng)口，每個風(fēng)口的風(fēng)量為0.1875 m3/s。艙室內(nèi)地面上布置有6組彈藥架。艙室結(jié)構(gòu)的三維模型如圖1所示。

圖1 艙室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Cabin structure diagram

在艙室壁面以下0.3 m所在高度平面上，設(shè)置有點型溫度(T1～T8)和煙霧(S1～S4)火災(zāi)探測器，各探測器在高度平面上的位置分布如圖2所示。各探測器的采樣頻率為5 Hz，每秒輸出一個采樣平均數(shù)據(jù)。假設(shè)在火災(zāi)過程中，艙室門始終保持關(guān)閉狀態(tài)，艙室沒有自然開口。在通風(fēng)作用下，艙室內(nèi)溫度保持在23℃左右。

圖2 艙室內(nèi)探測器布置 (單位:m)Fig.2 Detector arrangement in cabin(unit:m)

假設(shè)艙室內(nèi)彈藥架周圍存放或遺落的雜物是形成火災(zāi)的火源，分別考慮火源位于艙室角落靠近送風(fēng)口一側(cè)和艙室中部靠近回風(fēng)口一側(cè)2種情況。火源面積假定為0.2 m2，火源發(fā)展過程簡化為αt2火災(zāi)模型，根據(jù)國際標(biāo)準(zhǔn)《火災(zāi)安全工程第4部分:設(shè)定火災(zāi)場景和設(shè)定火災(zāi)的選擇》(ISO/TS16733)［7］中的規(guī)定，慢速火模型的系數(shù)α為0.0029 kW/s2?；馂?zāi)的煙塵粒子生成量假設(shè)為消耗燃料的4.2%。考察火災(zāi)發(fā)生后200 s內(nèi)的艙室內(nèi)熱流場情況。

圖3 火源位置示意圖Fig.3 Diagram of the fire sources

火災(zāi)是多組分、有粘、熱浮力驅(qū)動的低馬赫數(shù)流動，因此在其基本控制方程組基礎(chǔ)上，為加快方程組在計算時的求解速度，對控制方程組進(jìn)行變形與簡化后，得到如下主要控制方程組:

連續(xù)性方程:

組分方程:

動量方程:

速度散度約束方程:

狀態(tài)方程:

壓力約束方程:

式中:ρ為氣體的密度;Yl為組分l的質(zhì)量分?jǐn)?shù);為單位體積內(nèi)組分l的生成率或消耗率;D為擴(kuò)散系數(shù);M為分子量;~P為壓力擾動;V為氣流速度矢量;g為重力加速度矢量;hl為組分l的焓;T為氣流溫度;k為熱傳導(dǎo)率;為體積熱釋放率;qr為輻射熱通量矢量;τ為粘性應(yīng)力張量;R為氣體常數(shù);Ω為旋度張量。

數(shù)值計算時，采用基于Smagorinsky亞格子模型的大渦模擬技術(shù)使方程組封閉，燃燒采用單步反應(yīng)混合分?jǐn)?shù)模型，熱輻射采用有限體積法進(jìn)行計算。艙室壁面與外界的導(dǎo)熱使用一維導(dǎo)熱模型來計算。整個計算空間使用規(guī)格化網(wǎng)格劃分，火源所在區(qū)域和艙室上部熱煙氣流經(jīng)區(qū)域的立方體網(wǎng)格邊長0.025 m，其余區(qū)域網(wǎng)格邊長0.1 m。計算過程利用美國國家標(biāo)準(zhǔn)與技術(shù)研究院 (NIST)開發(fā)的火災(zāi)模擬軟件 FDS(Fire Dynamics Simulator)［8］來完成。

2 結(jié)果與分析

火災(zāi)場景中通過數(shù)值計算得到的火源熱釋放率隨時間的變化如圖4所示。由圖4可看出，熱釋放率隨時間按設(shè)定的形式增長，在200 s時達(dá)到最大值120 kW，而且在100 s以后火源增大并受到通風(fēng)的擾動使熱釋放率曲線出現(xiàn)波動。

圖4 火源熱釋放速率隨時間變化Fig.4 Change of heat release rate over time

火源分別位于艙室角落和中部時各溫度探測器的輸出如圖5所示。圖5可看出，由于慢速火的熱釋放率增長較慢，所以在考察的200 s內(nèi)溫度探測器測得的溫度值均較低，最高也僅有40°，低于通常一級火災(zāi)定溫探測的報警閾值62℃。而且，火源位于艙室中部時傳感器輸出的溫度開始升高的時間要比火源位于火源位于艙室角落時晚約35 s，所測得的最高溫度值也低了近5℃。對于火源位于艙室角落的場景，探測器T7和T8的溫度最先開始上升，T8在火災(zāi)發(fā)生后約60 s后溫度最先超過了25℃，T7在約70 s時超過了25℃，探測器T5和T6的溫度在65 s后也開始逐漸上升，而探測器T1～T4的溫度值在100 s以后才緩慢上升。對于火源位于艙室中部區(qū)域的場景，在約100 s后，探測器T2，T4，T6和T8處的溫度都開始上升，這些測點都是靠近回風(fēng)口一側(cè)的溫度傳感器，說明火災(zāi)造成的溫度影響主要局限于通風(fēng)下游靠近回風(fēng)口一側(cè)區(qū)域的溫度傳感器。

圖5 各點溫度探測輸出結(jié)果Fig.5 Output of the temperature probes

在火災(zāi)探測器所在的高度平面上，典型時刻的溫度分布如圖6和圖7所示。由圖中可看出，由于艙室內(nèi)通風(fēng)的作用，使由艙室角落靠近送風(fēng)口一側(cè)的火源產(chǎn)生的熱量被送到回風(fēng)口一側(cè)，而且艙室內(nèi)的通風(fēng)使熱量在探測器所在的高度平面上無法均勻向周圍擴(kuò)散，高溫區(qū)域始終被控制在近火源一側(cè)的艙室邊沿和通風(fēng)下游區(qū)域，熱煙氣對艙室中心和送風(fēng)口一側(cè)的通風(fēng)上游區(qū)域影響較小。當(dāng)火源位于艙室中部時，由于火源位置更靠近回風(fēng)口一側(cè)，火災(zāi)產(chǎn)生的熱煙氣擴(kuò)散過程受到通風(fēng)的限制，高溫區(qū)域被限制在艙室靠近回風(fēng)口一側(cè)，后期才沿著艙室邊沿向通風(fēng)上游逐漸擴(kuò)散。這說明，若是探測點多安裝于艙室中心區(qū)域，則對于火災(zāi)的早期探測是不利的，因此對此類艙室內(nèi)火災(zāi)探測器的安裝位置設(shè)計和火災(zāi)早期探測方法研究時都應(yīng)考慮通風(fēng)對火災(zāi)熱煙氣蔓延過程產(chǎn)生的影響。

圖6 火源位于角落處 (單位:℃)Fig.6 Fire source is located in the corner(unit:℃)

圖7 火源位于中部 (單位:℃)Fig.7 Fire source is located in the middle(unit:℃)

艙室內(nèi)各溫度探測器輸出數(shù)據(jù)達(dá)到不同溫度的時間如表1所示。由表中結(jié)果看出，火源位于艙室角落時，靠近通風(fēng)下游的溫度探測器T8上升的速度最快并且能達(dá)到的溫度最高，而不是火源上方最近的測點T7，這是由于火源熱煙氣在上升到艙室上壁面附近過程中，艙室內(nèi)通風(fēng)將大部分熱煙氣送至了下游區(qū)域的原因?；鹪次挥谂撌抑胁繒r，艙室通風(fēng)下游的溫度測點T2和T8上升相對較明顯，這也是由于通風(fēng)的作用使熱煙氣只能由艙室邊沿向通風(fēng)上游緩慢擴(kuò)散的原因。

圖8為火源位于艙室角落時，火源附近溫度探測器T7和T8的溫度變化一階導(dǎo)數(shù)及其包絡(luò)線，圖9為火源位于艙室中部時，火源周圍溫度探測器T4和T6的溫度變化導(dǎo)數(shù)及其包絡(luò)線。由其曲線可以看出溫度參數(shù)在不同時刻的變化速率情況，由結(jié)果可以看出，火災(zāi)時火源附近的溫度測點輸出變化速率均會有波動變化，但是在火災(zāi)初期幅值小于0.5℃/s而后期有所增大，幅值最大約為1℃/s;同時，火源在艙室中部時的溫度導(dǎo)數(shù)幅值均要低于火源位于艙室角落時。

表1 各溫度測點到達(dá)不同溫度的時間Tab.1 Time at different temperatures for each temperature probe

圖8 火源位于艙室角落時周圍溫度測點變化曲線一階導(dǎo)數(shù)Fig.8 First derivative of ambient temperature changes when the fire source is located at the cabin corner

圖9 火源位于艙室中部時周圍溫度測點變化曲線一階導(dǎo)數(shù)Fig.9 First derivative of ambient temperature changes when the fire source is located in the cabin middle

圖10 煙霧探測輸出Fig.10 Output of the smoke detections

火源位于艙室角落和中部時各煙霧探測器的輸出如圖10所示。由圖中可以看出，火源位于艙室角落時，距離火源位置較近的煙霧探測器S3和S4先檢測到煙霧的變化開始上升，在火災(zāi)發(fā)生后近120 s減光率達(dá)到10%/m，近150 s時通風(fēng)下游的測點S4達(dá)到20%/m，近200 s時達(dá)到近30%/m;火源位于艙室中部時，同樣是距離火源位置較近的煙霧探測器S2和 S4先開始上升，但要在近150 s才達(dá)到10%/m，近200 s才達(dá)到20%/m，此時煙霧探測器輸出的增長速率和幅值均要低于火源位于艙室角落靠近送風(fēng)口一側(cè)時。對于艙室內(nèi)不同位置火源的火災(zāi)，即使是報警閾值為10%/m的一級靈敏度煙霧探測器也要120 s之后才能探測到火災(zāi)信號。

3 結(jié)語

利用數(shù)值方法對火源分別位于艙室角落靠近送風(fēng)口一側(cè)和艙室中部靠近回風(fēng)口一側(cè)時的慢速火災(zāi)熱流場進(jìn)行模擬，通過對艙室內(nèi)火災(zāi)溫度和煙霧參數(shù)結(jié)果的分析得到:

1)慢速火災(zāi)時溫度和煙霧測點輸出值均較小，短時間內(nèi)不會達(dá)到通常的定溫報警閾值，即使對于報警閾值為10%/m的一級靈敏度煙霧探測器也要至少在100 s后才能探測到火災(zāi)信號。

2)火災(zāi)時火源附近的溫度探測器輸出的變化速率均有波動變化，但在火災(zāi)初期變化幅值小于0.5℃/s，后期幅值最大約1℃/s。

3)火源靠近回風(fēng)口一側(cè)時，各測點的溫度、溫度變化速率和煙霧減光率均要小于火源位于靠近送風(fēng)口一側(cè)時，更不利于火災(zāi)的早期探測。

4)通風(fēng)會影響火災(zāi)熱流場在探測器所在高度的熱煙氣分布，靠近送風(fēng)口一側(cè)發(fā)生火災(zāi)時通風(fēng)下游的火災(zāi)探測器更易受火災(zāi)的影響，而靠近回風(fēng)口一側(cè)的火災(zāi)熱煙氣先被限制在通風(fēng)下游回風(fēng)口一側(cè)區(qū)域，后期沿著艙室邊沿向通風(fēng)上游逐漸擴(kuò)散。

［1］ 宋靠華．水面艦艇彈藥艙的安全性設(shè)計［J］．中國艦船研究，2007，2(4):26 －30，36．SONG Kao-hua．Safety design of ammunition magazine in water surface ship［J］．Chinese Journal of Ship Research，2007，2(4):26 －30，36．

［2］ 王磊．艦艇火災(zāi)風(fēng)險評估的指標(biāo)體系研究［C］//全國海事技術(shù)研討會，2008:34－39．WANG Lei．Research on index system of warship fire hazard assessment［C］//National maritime technical seminar，July 10，2008:34 －39．

［3］ 羅華東，浦金云，任凱．封閉空間火災(zāi)煙氣溫度特性的數(shù)值模擬研究［J］．江蘇船舶，2013，30(6):8 －10．LUO Hua-dong， PU Jin-yun， REN Kai． Numerical simulation of the closed space temperature characteristics of fire smoke［J］．Jiangsu Ship，2013，30(6):8 －10．

［4］ 封海寶，眭愛國．對船舶機(jī)艙火災(zāi)的模擬研究分析［J］．中國水運，2010，10(12):112 －113．FENG Hai-bao，GUI Ai-guo．Simulation analysis of ship engine fires［J］．China Water Transport，2010，10(12):112－113．

［5］ 周夢妮，孟夢，張樂，等．不同進(jìn)風(fēng)速度下船舶機(jī)艙火災(zāi)煙氣組織特性研究［J］．科技資訊，2012，35．ZHOU Meng-ni，MENG Meng，ZHANG Le，et al．Smoke characteristics of ship engine fires at different air speeds［J］．Science ＆ Technology Information，2012，35．

［6］ 陳曉洪，楊楓，李其修，等．艙室火災(zāi)轟然現(xiàn)象重構(gòu)實驗與數(shù)值模擬［J］．消防科學(xué)與技術(shù)，2013，32(4):354－357．CHEN Xiao-hong，YANG Feng，LI Qi-xiu，et al．Cabin fire flashover reconstruction and numerical research［J］．Fire Science and Technology，2013，32(4):354 －357．

［7］ ISO Standard，F(xiàn)ire Safety Engineering-Selection of design fire scenarios and design fires［S］．ISO/TS 16733 － 2006．

［8］ MCGRATTAN K B，HOSTIKKA S，F(xiàn)LOVD J E．Fire dynamics simulator (version 5)， user's guide．gaithersburg，maryland［M］．USA:National Institute of Standards and Technology，2007．